Journal Search Engine
Search Advanced Search Adode Reader(link)
Download PDF Export Citaion korean bibliography PMC previewer
ISSN : 1598-4095(Print)
ISSN : 2287-7401(Online)
Journal of The korean Association For Spatial Structures Vol.18 No.4 pp.61-68
DOI : https://doi.org/10.9712/KASS.2018.18.4.61

Tensile Strength of Post-Installed High-Shear Ring Anchors (HRA) After Shear Loading

Sang Hyeon Jeon*, Sung-Chul Chun**, Jae Yeol Kim***
*Dept. of Architectural Engineering, Hyupsung Univ.
**Major of Architectural Engineering, Incheon National Univ.
***Dept. of Architectural Engineering, Hyupsung Univ.

Tel: 032-835-8984 Fax: 032-835-0776 E-mail: scchun@inu.ac.kr
August 6, 2018 September 18, 2018 September 26, 2018

Abstract


Tensile load tests were conducted on High-Shear Ring Anchors (HRAs) after shear load had been applied to the HRAs, which had been developed to reduce the number of the anchors. Test variables include the embedment length of the rod and the width of the specimens and a total of 12 specimens were tested. Test results show that the HRAs pulled out due to bond failure or steel failure occurred in case that the HRAs were installed to the members with 300mm or greater width and the embedment length of 160mm (the actual embedment of rod is 140mm) or deeper. Except 4 HRAs showing steel failure of rod, the minimum and average of test-to-prediction by ACI 318-14 ratios are 1.18 and 1.79, respectively. The tensile strength of HRAs, after shear load was applied to the HRAs, can be safely evaluated by the minimum among the concrete breakout strength and bond strength with the actual embedment length of the rod.



전단 하중을 경험한 후설치 고전단 링앵커의 인장 강도

전 상 현*, 천 성 철**, 김 재 열***
*학생회원, 협성대학교 건축공학과, 박사과정
**교신저자, 정회원, 인천대학교 건축공학전공 부교수, 공학박사
***정회원, 협성대학교 건축공학과 교수, 공학박사

초록


    1. 서론

    기존 철근 콘크리트 구조물의 보강은 일반적으로 후설치 앵커로 새로운 보강 부재를 접합하여 이루어 지며, 신구 구조물을 연결하는 후설치 앵커에는 주로 전단력이 작용한다. 후설치 앵커의 시공을 위해서는 천공 작업이 필요한데, 천공 작업의 시공성을 고려하 여 16mm 이하 지름의 롯드(Rod) 앵커가 많이 사용 된다. 롯드 앵커는 시공이 단순하고 내력 평가 방법 1),2)이 명확하여 많이 사용되고 있으나, 앵커의 강재 파괴 강도가 낮아 다수의 앵커가 필요하다.

    후설치 앵커의 설치 개소 축소를 목적으로 전단 강 도를 향상시킨 고전단 링앵커(HRA)3)가 개발되었다. <Fig. 1>은 고전단 링앵커의 구성 요소이며 5.8 등급 M16 단일 롯드(Rod)에 강재 링(Ring)을 추가한 형태 이다. 주물로 제작되는 강재 링은 지름 88mm, 높이 40mm이고 높이 40mm가 신구 콘크리트에 각각 20mm씩 설치된다. 링을 구성하는 모든 판의 두께는 4mm이며 신설 콘크리트에 매립되는 링 내부에는 6개 리브가 설치된다. 고전단 링앵커는 강재 링으로 인해 단일 롯드 앵커에 비해 높은 강도와 강성을 지닌다. 가력 방향 연단 거리에 영향을 받지 않는 단일 고전단 링앵커 및 다수 고전단 링앵커의 전단 강도 실험4),5) 결 과, 동일 지름의 롯드 앵커 대비 3배의 전단 강도가 발현되었다.

    내진 보강 구조물을 기존 구조물에 접합할 때 고전 단 링앵커가 사용되면 지진 발생 시 주로 고전단 링 앵커에 전단력이 작용된다. 지진 발생 전 또는 후에 중력 하중으로 인해 고전단 링앵커에 인장력이 작용 하도록 설계할 수도 있다. 따라서 지진에 의한 높은 전단 하중을 경험한 고전단 링앵커의 잔존 인장 강도 검증이 필요하다. 고전단 링앵커가 선설치되는 신설 구조물에는 롯드의 정착 길이를 충분히 깊게 하여 필 요한 인장력을 확보할 수 있다. 그러나 기존 구조물 에 후설치되는 고전단 링앵커는 천공 작업의 어려움 으로 최적의 묻힘 깊이 산정이 필요하다. 본 연구에 서는 후설치된 고전단 링앵커에 전단력을 가한 후 인 발 실험을 실시하여 묻힘 깊이와 부재 폭에 따른 인 장 강도를 평가하였다.

    2. 인장을 받는 앵커의 강도

    고전단 링앵커에 인장력이 작용되면 링은 특별한 역할을 수행하지 않으며, 롯드만 부착식 후설치 앵커 와 동일하게 거동한다. 링 외면과 콘크리트 사이의 부착이 인장력에 저항할 수 있으나, 링 외면의 부착 력은 요철이 없기 때문에 신뢰할 수 없다. 더욱이 전 단력이 작용된 후에는 링과 주변 콘크리트가 분리되 기 때문에 링 외면의 부착력은 무시한다.

    인장을 받는 부착식 후설치 앵커의 파괴 유형은 강 재 파괴, 콘크리트 파괴, 부착 파괴로 구분된다1),2). <Fig. 2 (a)>는 콘크리트 파괴를 보여주며, 식 (1)6)로 평균 강도를 산정할 수 있다. 식 (1)은 CCD 방법6)으 로 이 식에 5% 분위수 안전율을 적용하여 콘크리트 구조기준1)과 ACI3182)의 공칭 강도 산정식이 개발되 었다.(2)

    N c b = A N c A N c o ψ e d , N ψ c , N ψ c p , N N b
    (1)

    N b = 10.5 f c k h e f 1.5
    (2)

    여기서, Ncb는 단일 앵커의 평균 콘크리트 파괴 강 도, ANco는 연단 거리에 영향을 받지 않는 단일 앵커 의 콘크리트 파괴 투영 면적, ANc는 실제 콘크리트 파괴 투영 면적, ψ e d , N , ψ c , N , ψ c p , N 는 각각 연단 거리, 콘크리트의 균열, 쪼개짐 파괴에 대한 영향 계수, Nb 는 기본 콘크리트 파괴 강도, fck는 콘크리트 강도, hef는 앵커의 유효 묻힘 깊이이다.

    <Fig. 2 (b)>는 부착 파괴를 보여주고 있으며, 공칭 부착 강도는 ACI318-142)에 따라 식 (3)으로 산정할 수 있다. 현행 콘크리트구조기준1)에는 부착 강도 산 정식이 없다.

    N a = A N a A N a φ e d , N a φ c p , N a N b a
    (3)
    N b a = τ c r π d a h e f
    (4)

    여기서, Na는 단일 앵커의 부착 강도, ANaO는 연단 거리에 영향을 받지 않는 단일 앵커의 투영 영향 면 적, ANao는 실제 투영 영향 면적, ψ e d , N a , ψ c p , N a 는 각각 연단 거리, 쪼개짐 파괴에 대한 영향 계수, Nba는 기 본 부착 강도, τcr 는 균열 콘크리트에 사용된 특성 부 착 강도(Characteristic bond stress), da는 앵커 지름 이다. 자세한 사항은 ACI318-142)를 참고한다.

    3. 실험 계획

    후설치된 고전단 링앵커에 전단력을 가한 후 인발 실험을 실시하여 묻힘 깊이와 부재 폭에 따른 인장 강도를 평가하였다. 설계 기준 압축 강도 27MPa 콘 크리트로 제작된 블럭에 고전단 링앵커가 후설치되었 다. 접착제는 HILTI의 HY 200이며, 5.8 등급의 롯드 를 사용하였다. 상온(~40℃)에서 설계 기준 압축 강도 27MPa 균열 콘크리트에 사용된 HY 200의 최대 설계 부착 강도는 4.8MPa7)이다. 이 값은 설계 강도로 특성 부착 강도를 재료 저감 계수 1.5로 나눈값이다. 따라 서 특성 부착 강도는 τcr = 1.5×4.8 = 7.2MPa이다. 설 계 기준 압축 강도 27MPa 비균열 콘크리트에서 특성 부착 강도는 τuncr = 1.5×8.25 = 12.375MPa이다. 5.8 등 급 M16 롯드의 평균 강재 파괴 인장 강도는 83.0kN 이며, 평균 강재 파괴 전단 강도는 37.8kN7)이다.

    고전단 링앵커에 전단력을 가하기 위하여 <Fig. 3 (a)> 와 같이 돌출된 강재 링에 강재 가력판을 끼우고 여 기에 연결된 강봉을 센터홀 유압 장비로 가력하였다. 가력 시 유압 장비 중심과 콘크리트 블럭의 반력 사 이에 존재하는 편심 때문에 실험체 회전이 유발된다. 이 회전을 억제하기 위하여 가력면에 설치된 강재 프 레임에 콘크리트 블럭 하부를 강봉으로 고정하였다. 하중은 센터홀 유압잭 전면에 연결된 로드셀로 계측 하였다. 가력은 500kN 용량의 센터홀 유압잭을 사용 하였으며, 최대 내력에 도달한 후 최대 내력의 85%로 하중이 저하될 때를 파괴로 정의하고 전단력을 제거 하였다.

    전단력 가력 후 <Fig. 3 (b)>의 가력 장치도로 인장 력을 가하였다. <Fig. 2 (a)>의 반력 프레임에 의해 콘크리트 파괴 영역이 간섭받지 않도록 반력 프레임 을 가장 멀리 설치하였다. 가력 장비와 하중 계측 장 비는 전단 실험과 동일하다.

    실험 변수는 콘크리트 부재의 폭과 롯드 묻힘 깊이 로 선정하였다. <Table 1>에 실험체별 실험 변수를 정리하였다. 폭이 좁은 보에 고전단 링앵커가 설치되 는 상황을 가정하여 폭 300mm 실험체를 제작하였으 며, 너비가 충분한 600mm 실험체도 추가하였다. HY 200 접착제로 설치되는 5.8 등급 M16 롯드의 표준 설 치 깊이는 125mm7)이다. 링의 묻힘 깊이 20mm와 롯 드 강재의 초과 강도를 고려하여 160mm를 최소 묻 힘 깊이로 선정하였고, 이보다 긴 195mm와 250mm 도 변수에 추가하였다. 실험체 종류는 6가지이며 동 일한 실험을 2개씩 총 12개 실험을 수행하였다.

    실험체 상세는 <Fig. 4>와 같다. 기존 구조물을 모 사하는 콘크리트 블럭은 최소 배근을 갖도록 설계하 였다. 주철근은 상하부에 SD400 D13을 2가닥씩 배근 하였으며, 스터럽은 SD400 D10을 250mm 간격으로 설치하였다.

    <Table 1>에 식 (1)과 식 (3)에 따른 예상 강도를 정리하였다. 전단 실험 후 인장 실험을 실시하므로 균열 콘크리트로 가정하였다. 부착 강도 산정 시 부 착 길이는 묻힘 깊이 hef에서 링 높이 20mm를 공제 한 값으로 가정하였다. 모든 실험체에서 부착 강도가 콘크리트 파괴 강도보다 낮았다.

    <Fig. 5>는 고전단 링앵커의 후설치 과정이다. 전용 천공 장비로 천공 후 접착제를 주입하고 고전단 링앵 커를 설치한 뒤 상온에서 양생하였다. 가력 실험은 제조사의 추천 양생 시간인 4시간(기온이 영상인 경 우)7)이 충분히 지난 접착제 주입 7일 후 실시하였다.

    4. 실험 결과

    4.1 재료 실험 결과

    실험일 콘크리트 표준 공시체 압축 강도는 평균 33.6MPa로 설계 강도 27MPa를 24% 상회하였다. 공시 체 3개의 응력-변형률 곡선을 <Fig. 6>에 나타내었다.

    4.2 전단 실험

    강재 링에 <Fig. 3 (a)>의 가력 장치도로 전단력을 가하였다. 최대 내력 발현 후 85%로 하중이 저하되면 가력을 중단하였다. 가력판이 앵커 상부를 감싸고 있 기 때문에 최대 내력에 도달할 때까지 육안으로 특별 한 손상은 관찰되지 않았다.

    <Fig. 7>에 전단 실험에 의한 실험체 파괴 사진을 수록하였다. 예상대로 모든 실험체에 지압 파괴가 발 생하였으며, 파괴 양상은 기존 실험 결과4)와 동일하 였다. 링 주변, 특히 가력 방향 전면의 콘크리트만 손 상되는 지압 파괴가 발생되었으며, 파괴 범위는 앵커 중심에서 100mm 정도였다. L250-B300-1 실험체는 하중이 저하되지 않아 지속적으로 가력한 결과, 롯드 가 파단되었다. L160-B600-2 실험체는 앵커 설치 시 위치의 오류로 실험을 실시하지 못하였다.

    <Table 2>와 <Fig. 8>에 실험체별 전단 하중 Ve 을 정리하였다. 폭 600mm 실험체의 전단 하중 평균이 폭 300mm 실험체 평균보다 8% 높았으나 유의미한 차이로 판단되지 않는다. 파괴 유형이 지압 파괴로 최대 전단 하중은 실험 변수인 롯드 묻힘 깊이와 실 험체 폭에 무관하였다. 11개 실험체의 평균 전단 하 중은 150.6kN이였다. 사용된 롯드는 HAS 5.8 등급으 로 제조사 자료7)에 의하면 평균 전단 강도는 37.8kN 이다. 고전단 링앵커의 전단 강도 목표인 롯드 앵커 의 3배(113.4kN)를 32.8% 상회하였다.

    4.3 인장 실험

    전단 실험 후 <Fig. 3 (b)>의 가력 장치도로 인장 실험을 실시하였다. <Table 2>와 <Fig. 9>에 실험체 별 인장 하중 Ne 을 정리하였다. 지압 파괴된 전단 실 험 결과와 달리, 롯드 묻힘 깊이와 실험체 폭이 증가 함에 따라 인장 하중이 증가하는 경향을 보였다. 실 험체별 최종 파괴 모습을 <Fig. 10>에 나타내었다.

    묻힘 깊이가 160mm인 실험체 3개는 모두 <Fig. 10> 과 같이 앵커가 뽑혔다. ACI 318-14의 파괴 유형 정 의에 따르면 부착 파괴(Bond failure)로 분류된다. 부착 파괴 발생 전에 앵커를 중심으로 방사선으로 균열이 발생하였으며, 인장링 이론(Tension-ring theory)8)에 따른 일반적인 쪼갬 균열로 평가된다.

    묻힘 깊이 195mm인 실험체의 경우 폭 300mm 실험체에서는 부착 파괴가 발생하였으며, 폭 600mm 실험체에서는 롯드 강재 파단이 발생하였다. 부착 강도는 식 (4)에 따라 묻힘 깊이 hef에 비례하며, 식 (3) 에서 ANao/ANaO항의 영향으로 실험체 폭에도 영향을 받는다. 따라서 실험체 폭에 따라 다른 파괴가 관찰 되었다. 부착 파괴가 발생된 실험체의 인장 하중은 롯드 강재 파단이 발생된 실험체 인장 하중의 83.9%였다.

    묻힘 깊이 250mm 실험체는 묻힘 깊이 195mm 실험체와 동일하게 폭 300mm에서는 부착 파괴, 폭 600mm 실험체에서는 롯드 강재 파단이 발생하였 다. 그러나 부착 파괴가 발생된 실험체의 인장 하중 은 롯드 강재 파괴가 발생된 실험체 인장 하중의 94.0%로 거의 유사하였다.

    실험체별로 식 (1)과 식 (3)에 따른 인장 예상 강 도를 <Table 2>에 정리하였다. 식 (1)에 의한 콘크 리트 파괴 강도는 실제 콘크리트 압축 강도 33.6MPa을 사용하여 산정하였으며, 부착 강도는 <Table 1>과 동일하다. 모든 실험체에서 부착 강도 가 콘크리트 파괴 강도보다 낮았다. 롯드 강재 파단 이 발생된 4개를 제외하고, 예상 인장 강도 대비 계 측된 인장 하중 비의 최소값은 1.18이며, 비의 평균 은 1.79로 매우 높은 강도가 발현되었다. 이러한 현 상은 예상 부착 강도 산정 시 특성 부착 강도로 제 조사에서 제공한 값을 사용하였는데 실제 특성 부 착 강도는 이보다 높기 때문으로 판단된다. 따라서 전단 하중에 의한 지압 파괴를 경험한 고전단 링앵 커의 인장 강도는 콘크리트 파괴 강도와 링 묻힘 깊이를 제외한 실제 롯드 부착 길이로 계산한 부착 강도 중 작은 값으로 안전하게 평가할 수 있었다.

    5. 결론

    후설치 앵커의 설치 개소 축소를 목적으로 개발된 고전단 링앵커(High-Shear Ring Anchor, HRA)가 높 은 수준의 전단 하중을 경험한 후 잔존하는 인장 강 도를 실험적으로 평가하였다. 롯드의 묻힘 깊이와 실 험체 폭을 변수로 12개 실험을 수행하였다. 실험의 결과로 다음의 결론을 얻었다.

    • 1) 5.8 등급 M16 롯드를 사용한 고전단 링앵커를 부재 폭 300mm 이상, 콘크리트 표면으로부터 묻힘 깊이 160mm(롯드 앵커의 실제 묻힘 깊이 140mm) 이상 설치한 경우, 부착 파괴에 의해 앵커가 뽑히거 나 강재 파단이 발생하였다

    • 2) 롯드 강재 파단이 발생된 4개를 제외하고, ACI 318-14에 따른 공칭 부착 강도 대비 계측된 인장 하 중 비의 최소값은 1.18이며, 비의 평균은 1.79로 매우 높은 강도가 발현되었다.

    • 3) 전단 하중에 의한 지압 파괴를 경험한 고전단 링앵커의 인장 강도는 콘크리트 파괴 강도와 링 묻힘 깊이를 제외한 실제 롯드 부착 길이로 계산한 부착 강도 중 작은 값으로 안전하게 평가할 수 있었다.

    감사의 글

    본 논문은 중소벤처기업부에서 지원하는 2017년도 기 술개발사업(No. C0535697)의 연구 수행으로 인한 결 과물임을 밝힙니다. 연구 지원에 감사드립니다.

    Figure

    KASS-18-61_F1.gif

    High-shear Ring Anchor3)

    KASS-18-61_F2.gif

    Failure modes for anchors in tension

    KASS-18-61_F3.gif

    Test setups

    KASS-18-61_F4.gif

    Details of specimens

    KASS-18-61_F5.gif

    Installation of HRA

    KASS-18-61_F6.gif

    Stress-strain relations of concrete cylinders

    KASS-18-61_F7.gif

    Bearing failure of HRA in shear

    KASS-18-61_F8.gif

    Measured shear loads with varying embedment length

    KASS-18-61_F9.gif

    Measured tensile loads with varying embedment length

    KASS-18-61_F10.gif

    Failure modes of HRA in tension

    Table

    Test matrix

    Test results

    Reference

    1. Korean Concrete Institute, "Concrete Design Code and Commentary", Kimoondang Publishing Company, pp.599, 2012.
    2. ACI Committee 318. (2014). Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-14) and Commentary on Building Code Requirements for Structural Concrete(ACI 318R-14). USA: American Concrete Institute.
    3. Incheon National University, SAMWOOIT, CheongWon Chemical Co. Ltd., Dongyang Structural Engineering & Remodeling Co. Ltd. (2015). Korea Patent No. 10-1674823. Republic of Korea: Korea Intellectual Property Office.
    4. Chun, S. C. , Kim, Y. H. , Jeon, S. H. , Kim, J. Y. , & Oh, M. H. , “ Evaluation on Shear Strengths of Single High-Shear Ring Anchors ”, Journal of the Architectural Institute of Korea Structure & Construction, Vol.31, No.4, pp.29~38, 2015
    5. Kim, M. G. , Chun, S. C. , Kim, Y. H. , Sim, H. J. , & Bae, M. S. , “ Shear Strength Evaluation on Multiple High-Shear Ring Anchors Using Shear Strength Model of a Single High-Shear Ring Anchor ”, Journal of the Korea Concrete Institute, Vol.28, No.4, pp.463~471, 2016
    6. Fuchs, W. , Eligehausen, R. , & Breen, J. E. , “ Concrete Capacity Design (CCD) Approach for Fastening to Concrete ”, ACI Structural Journal, Vol.92, No.1, pp.73~94, 1995
    7. HILTI, "Anchor Fastening Technology Manual", HILTI, pp.363, 2017.
    8. Wight, J. K. , “Reinforced Concrete: Mechanics and Design”, 7th ed., Pearson, pp.21~1168, 2015.